JPS6333923B2 - - Google Patents
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- Publication number
- JPS6333923B2 JPS6333923B2 JP56119569A JP11956981A JPS6333923B2 JP S6333923 B2 JPS6333923 B2 JP S6333923B2 JP 56119569 A JP56119569 A JP 56119569A JP 11956981 A JP11956981 A JP 11956981A JP S6333923 B2 JPS6333923 B2 JP S6333923B2
- Authority
- JP
- Japan
- Prior art keywords
- rolling
- load
- rolling mill
- mill
- roll
- Prior art date
- Legal status (The legal status is an assumption and is not a legal conclusion. Google has not performed a legal analysis and makes no representation as to the accuracy of the status listed.)
- Expired
Links
Classifications
-
- B—PERFORMING OPERATIONS; TRANSPORTING
- B21—MECHANICAL METAL-WORKING WITHOUT ESSENTIALLY REMOVING MATERIAL; PUNCHING METAL
- B21B—ROLLING OF METAL
- B21B37/00—Control devices or methods specially adapted for metal-rolling mills or the work produced thereby
- B21B37/58—Roll-force control; Roll-gap control
- B21B37/64—Mill spring or roll spring compensation systems, e.g. control of prestressed mill stands
Landscapes
- Engineering & Computer Science (AREA)
- Mechanical Engineering (AREA)
- Control Of Metal Rolling (AREA)
Description
本発明は、圧延機の自動板厚制御に関するもの
であつて、特に既存の圧延機に大きな改造を施さ
ないで、該圧延機のミル剛性におけるヒステリシ
ス現象やハウジングポストにおける曲げ応力の悪
影響を排除して、自動板厚制御の精度を飛躍的に
向上せしめる圧延機の制御方法に係るものであ
る。
であつて、特に既存の圧延機に大きな改造を施さ
ないで、該圧延機のミル剛性におけるヒステリシ
ス現象やハウジングポストにおける曲げ応力の悪
影響を排除して、自動板厚制御の精度を飛躍的に
向上せしめる圧延機の制御方法に係るものであ
る。
従来、被圧延材の板厚制御を自動的に行なう方
法には、BISRA方式によるものがある。BISRA
方式による自動板厚制御方法は、圧延荷重とロー
ル圧下位置とを測定し、その測定値から板厚値を
求め、得られた板厚値の設定板厚値に対する偏差
を求め、該板厚偏差値に基づいてロール間隙（ロ
ール圧下位置）または被圧延材に作用する張力を
調整して被圧延材の板厚制御を自動的に行うもの
（以下、AGCという）である。AGCにおいて、
制御因子の１つである圧延荷重の測定は、第１図
乃至第３図に示す如く、圧延機へ設置したロード
セル１で行なわれる。ロードセル１の設置場所
は、圧下スクリユー２と上部バツクアツプロール
チヨツク３ａの間とするもの（第１図）、下部バ
ツクアツプロールチヨツク３ａとハウジングの間
とするもの（第２図）、スクリユーナツト６の上
部とするもの（第３図）等が一般的である。
法には、BISRA方式によるものがある。BISRA
方式による自動板厚制御方法は、圧延荷重とロー
ル圧下位置とを測定し、その測定値から板厚値を
求め、得られた板厚値の設定板厚値に対する偏差
を求め、該板厚偏差値に基づいてロール間隙（ロ
ール圧下位置）または被圧延材に作用する張力を
調整して被圧延材の板厚制御を自動的に行うもの
（以下、AGCという）である。AGCにおいて、
制御因子の１つである圧延荷重の測定は、第１図
乃至第３図に示す如く、圧延機へ設置したロード
セル１で行なわれる。ロードセル１の設置場所
は、圧下スクリユー２と上部バツクアツプロール
チヨツク３ａの間とするもの（第１図）、下部バ
ツクアツプロールチヨツク３ａとハウジングの間
とするもの（第２図）、スクリユーナツト６の上
部とするもの（第３図）等が一般的である。
しかしながら、ロードセル１を上記いずれの場
所に設置したものであつても、各ロードセル１は
ワークロール７，７に作用する実際の圧下荷重を
正確に測定しているものとはいえない。それは、
圧延機各部の弾性変形による影響並びにハウジン
グポスト５とバツクアツプロールチヨツク３ａ，
３ａ及びワークロールチヨツク７ａ，７ａとの間
に生ずる摩擦（以下、単に摩擦という）の影響を
受けるからである。そのうちでも摩擦の影響が大
である。その理由は次の如くである。 圧延時の圧延機に作用する力には、第１図乃至
第３図の各図中、１点鎖線で示された圧延荷重に
よる力の分路Pcを通じて伝搬されるものと、２
点鎖線で示された摩擦による力の分路Fcを通じ
て伝搬されるものとの二種類があるが、一方の圧
延荷重による力の分路Pcを通じて伝搬される力
の方向は圧延中常に一定であるのに、他方の摩擦
による力の分路Fcを通じて伝搬される力の方向
はバツクアツプロール３及びワークロール７が下
降する時と上昇する時とでは逆になる。そしてロ
ードセル１は、圧延荷重による力の分路Pcの影
響と摩擦による力の分路Fcの影響を同時に受け
ることとなる。これが圧延機のミル剛性における
ヒステリシス現像の主要原因となり、ロードセル
１をして実際の圧下荷重を正確に測定させ得ない
誘因となつている。このことは、ロールキス圧下
実験によつて明確に認めることができる。すなわ
ち、ワークロール７，７同士を接触させた状態に
おき、徐々に圧下締込みを行い、やがて徐々に圧
下締込みを解除してゆくと、圧延機の弾性変形を
表わす歪（圧下締込量）とロードセル１による計
測出力としての圧下荷重との間には、第４図のミ
ル剛性曲線が示す如きヒステリシス現象が表われ
る。そしてそのヒステリシス現象と摩擦との間に
は相関関係があることが認められた。第４図によ
れば、真のミル剛性曲線上の歪の変化量Δεに対
応する荷重変化量はΔPであるにもかかわらず、
ロードセル１で得られる見掛け上の荷重変化量は
ΔP′となり、ロードセル１は実際の圧下荷重を測
定していないことがわかる。このような状態のも
とでAGCを行なう場合において、ロードセル１
で得られる荷重変動ΔP′から、 圧下移動量ΔS′を求めるとすると、 ΔS′＝−αΔP′／Ｍ ……(1) 但し α：スケールフアクター Ｍ：ミル剛性 の通りであり、実際に要求される圧下移動量ΔS、 ΔS＝−αΔP／Ｍ よりも、必要以上に圧下移動量ΔS′を大きく見積
ることになる。従つて、ワークロール７，７は上
記(1)式で得られた誤差を含む圧下移動量ΔS′によ
つて制御されることになり、第５図の図ａ及び図
ｂに示す如く、理想的な圧下応答（破線）に対し
て、異常振動を伴つた圧下応答（ロール圧下位置
の変動）となる欠点があつた。つまり正確な
AGCが得られないという欠点があつた。尚、第
５図は疑似信号による圧下応答テストの結果で、
図ａは電動圧下の場合、図ｂは油圧圧下の場合で
ある。また理想的な圧下応答はロール偏心を無視
した場合のものである。要するに従来設置場所に
おけるロードセル１の計測出力によつてAGCを
行なうと、見掛け上の荷重変化量と実際の荷重変
化量との間の差（ΔP′−ΔP）が制御結果に大き
な誤差を誘起するという欠点があつた。
所に設置したものであつても、各ロードセル１は
ワークロール７，７に作用する実際の圧下荷重を
正確に測定しているものとはいえない。それは、
圧延機各部の弾性変形による影響並びにハウジン
グポスト５とバツクアツプロールチヨツク３ａ，
３ａ及びワークロールチヨツク７ａ，７ａとの間
に生ずる摩擦（以下、単に摩擦という）の影響を
受けるからである。そのうちでも摩擦の影響が大
である。その理由は次の如くである。 圧延時の圧延機に作用する力には、第１図乃至
第３図の各図中、１点鎖線で示された圧延荷重に
よる力の分路Pcを通じて伝搬されるものと、２
点鎖線で示された摩擦による力の分路Fcを通じ
て伝搬されるものとの二種類があるが、一方の圧
延荷重による力の分路Pcを通じて伝搬される力
の方向は圧延中常に一定であるのに、他方の摩擦
による力の分路Fcを通じて伝搬される力の方向
はバツクアツプロール３及びワークロール７が下
降する時と上昇する時とでは逆になる。そしてロ
ードセル１は、圧延荷重による力の分路Pcの影
響と摩擦による力の分路Fcの影響を同時に受け
ることとなる。これが圧延機のミル剛性における
ヒステリシス現像の主要原因となり、ロードセル
１をして実際の圧下荷重を正確に測定させ得ない
誘因となつている。このことは、ロールキス圧下
実験によつて明確に認めることができる。すなわ
ち、ワークロール７，７同士を接触させた状態に
おき、徐々に圧下締込みを行い、やがて徐々に圧
下締込みを解除してゆくと、圧延機の弾性変形を
表わす歪（圧下締込量）とロードセル１による計
測出力としての圧下荷重との間には、第４図のミ
ル剛性曲線が示す如きヒステリシス現象が表われ
る。そしてそのヒステリシス現象と摩擦との間に
は相関関係があることが認められた。第４図によ
れば、真のミル剛性曲線上の歪の変化量Δεに対
応する荷重変化量はΔPであるにもかかわらず、
ロードセル１で得られる見掛け上の荷重変化量は
ΔP′となり、ロードセル１は実際の圧下荷重を測
定していないことがわかる。このような状態のも
とでAGCを行なう場合において、ロードセル１
で得られる荷重変動ΔP′から、 圧下移動量ΔS′を求めるとすると、 ΔS′＝−αΔP′／Ｍ ……(1) 但し α：スケールフアクター Ｍ：ミル剛性 の通りであり、実際に要求される圧下移動量ΔS、 ΔS＝−αΔP／Ｍ よりも、必要以上に圧下移動量ΔS′を大きく見積
ることになる。従つて、ワークロール７，７は上
記(1)式で得られた誤差を含む圧下移動量ΔS′によ
つて制御されることになり、第５図の図ａ及び図
ｂに示す如く、理想的な圧下応答（破線）に対し
て、異常振動を伴つた圧下応答（ロール圧下位置
の変動）となる欠点があつた。つまり正確な
AGCが得られないという欠点があつた。尚、第
５図は疑似信号による圧下応答テストの結果で、
図ａは電動圧下の場合、図ｂは油圧圧下の場合で
ある。また理想的な圧下応答はロール偏心を無視
した場合のものである。要するに従来設置場所に
おけるロードセル１の計測出力によつてAGCを
行なうと、見掛け上の荷重変化量と実際の荷重変
化量との間の差（ΔP′−ΔP）が制御結果に大き
な誤差を誘起するという欠点があつた。
本発明は、上記従来の欠点に鑑み、これを改良
除去する目的のものとに開発されたものであつ
て、ミル剛性におけるヒステリシス現象は摩擦に
よる力の分路内で生ずる作用に起因するものであ
るとの知見を技術基盤とし、且つ圧延荷重が負荷
されたときにハウジングポストに作用する曲げ応
力の影響をも排除すべく考慮したものである。而
して従来技術の前記欠点を解決するために本発明
で採用した手段は、圧延荷重、ロール圧下位置、
圧延機出側における被圧延材板厚等を制御因子と
する自動板厚制御において、圧延機におけるハウ
ジングポストの四周面のうちパスラインと平行な
外側面にあつて、パスラインと実質的に同じ高さ
で且つ圧延荷重の負荷によつてハウジングポスト
に作用する曲げ応力の中立軸線が通る位置に歪計
を設定し、該歪計によつて求められる圧延荷重値
を制御因子の１つとして自動板厚制御を行なうよ
うにしたところにある。
除去する目的のものとに開発されたものであつ
て、ミル剛性におけるヒステリシス現象は摩擦に
よる力の分路内で生ずる作用に起因するものであ
るとの知見を技術基盤とし、且つ圧延荷重が負荷
されたときにハウジングポストに作用する曲げ応
力の影響をも排除すべく考慮したものである。而
して従来技術の前記欠点を解決するために本発明
で採用した手段は、圧延荷重、ロール圧下位置、
圧延機出側における被圧延材板厚等を制御因子と
する自動板厚制御において、圧延機におけるハウ
ジングポストの四周面のうちパスラインと平行な
外側面にあつて、パスラインと実質的に同じ高さ
で且つ圧延荷重の負荷によつてハウジングポスト
に作用する曲げ応力の中立軸線が通る位置に歪計
を設定し、該歪計によつて求められる圧延荷重値
を制御因子の１つとして自動板厚制御を行なうよ
うにしたところにある。
上記の手段によれば、歪計は、ロール下降時と
上昇時とで作用の方向が逆になる摩擦による力の
分路の影響を受けることなしに、ミル剛性におけ
るヒステリシス現象による障害と圧延荷重が負荷
されたときにハウジングポストに作用する曲げ応
力の影響とを排除した状態で、圧延荷重を最も正
確に計測出力ることとなるから、AGCの精度を
大幅に改善することができる。
上昇時とで作用の方向が逆になる摩擦による力の
分路の影響を受けることなしに、ミル剛性におけ
るヒステリシス現象による障害と圧延荷重が負荷
されたときにハウジングポストに作用する曲げ応
力の影響とを排除した状態で、圧延荷重を最も正
確に計測出力ることとなるから、AGCの精度を
大幅に改善することができる。
以下に本発明の方法を図面に示す実施例に基づ
いて説明すると次の通りである。 第６図は、無負荷状態にある圧延機の概略図で
あり、ハウジングポスト５の四周面のうち、パス
ラインｂと平行な外側面（以下、ハウジングポス
トの外側面という）を正面視して示した図であ
る。同図において、ａはハウジングポスト中心線
であり、通常の場合、該中心線ａは圧延荷重の負
荷による曲げ応力の中立軸線と一致する。ハウジ
ングポスト中心線ａ上の点ｃは、歪計８を設置す
る位置を示すものであり、この位置はパスライン
ｂと実質的に同じ高さにある。第７図は、第６図
のＸ−Ｘ線断面図である。本実施例では、第７図
でわかるように、歪計８は４本のハウジングポス
ト５の外側面へ各１個を配して合計４個設置し
た。このような複数設置は、平均した測定値を求
めようとするものであつて、その設置個数は限定
的なものではない。 ところで、バツクアツプロール３及びワークロ
ール７を圧下して圧延機に圧延荷重が負荷される
と、各ハウジングポスト５は圧下に起因する反力
の影響を受ける。そして、ロールチヨツク３ａを
介して相対向するハウジングポスト５同士は、そ
の縦方向の中央部が互いに対向側へ凹むように湾
曲し、各ハウジングポスト５には曲げ応力が生ず
る。この曲げ応力は、ハウジングポスト中心線
（曲げ応力の中立軸線）ａを中心にして、非対向
側（被圧延材の入側又は出側）で圧縮応力が現
れ、その力は非対向側端で最大となる。他方、ハ
ウジングポスト５の対向側には引張応力が現わ
れ、その力は対向側端で最大となる。そして、曲
げ応力の中立軸線ａ上では、圧縮応力及び引張応
力の影響を全く受けることはない。本実施例にお
いて、歪計８の設置をハウジングポスト５の外側
面における中心線（曲げ応力の中立軸線）ａ上の
位置に定めたのは、上記の如き曲げ応力の影響を
受けることなく、圧延荷重による応力のみを正確
に検出しようとすることによる。また、本発明者
らが、ハウジングポスト５の各部で、歪計による
圧延荷重の測定実験を重ねた結果、上記の位置ｃ
が第１図乃至第３図に示す摩擦による力の分路
Fcの悪影響を、最も受けにくい位置であること
もわかつた。 第８図は、上記歪計８を用いて疑似信号を入力
してAGCを行つた場合の圧下応答を示すもので
ある。この図からもわかるように、上記歪計８の
測定値をAGCの制御因子の１つとする圧延制御
方法であれば、理想的なロール圧下位置の変動、
すなわち理想的な圧下応答（破線）にロール偏心
の影響が加味された程度の、良好な圧下応答が得
られる。また第９図の図ａ及び図ｂは、従来のロ
ードセル１による制御方法と、本実施例の歪計８
による制御方法とを、疑似入側厚変動ΔHを入力
して圧下応答テストを行い、疑似出側厚変動Δh
と圧下移動量（ロール開度変化）ΔSを求めて比
較したものである。この結果をみても明らかなよ
うに、同図の図ｂに示す本実施例の制御方法によ
る場合の圧下移動量ΔSは、ロール偏心の影響が
加味されただけの良好なものであるが、同図の図
ａに示す従来の制御方法による場合の圧下移動量
ΔSは、ロール偏心以外の他の影響（ミル剛性に
おけるヒステリシス現象等）を受けて、その波形
が乱れていることがわかる。 更に第１０図の図ａ及び図ｂは、被圧延材をト
ツプからボトムまで１パスで実圧延した場合の、
ロール圧下位置偏差と圧延荷重とを、従来のロー
ドセル１で測定し制御した方法と、本実施例の歪
計８で測定し制御した方法とを比較したものであ
る。この実圧延の場合も、従来の制御方法では、
ロール圧下位置偏差と圧延荷重の変動が激しく、
本実施例の制御方法では安定していることが明ら
かである。
いて説明すると次の通りである。 第６図は、無負荷状態にある圧延機の概略図で
あり、ハウジングポスト５の四周面のうち、パス
ラインｂと平行な外側面（以下、ハウジングポス
トの外側面という）を正面視して示した図であ
る。同図において、ａはハウジングポスト中心線
であり、通常の場合、該中心線ａは圧延荷重の負
荷による曲げ応力の中立軸線と一致する。ハウジ
ングポスト中心線ａ上の点ｃは、歪計８を設置す
る位置を示すものであり、この位置はパスライン
ｂと実質的に同じ高さにある。第７図は、第６図
のＸ−Ｘ線断面図である。本実施例では、第７図
でわかるように、歪計８は４本のハウジングポス
ト５の外側面へ各１個を配して合計４個設置し
た。このような複数設置は、平均した測定値を求
めようとするものであつて、その設置個数は限定
的なものではない。 ところで、バツクアツプロール３及びワークロ
ール７を圧下して圧延機に圧延荷重が負荷される
と、各ハウジングポスト５は圧下に起因する反力
の影響を受ける。そして、ロールチヨツク３ａを
介して相対向するハウジングポスト５同士は、そ
の縦方向の中央部が互いに対向側へ凹むように湾
曲し、各ハウジングポスト５には曲げ応力が生ず
る。この曲げ応力は、ハウジングポスト中心線
（曲げ応力の中立軸線）ａを中心にして、非対向
側（被圧延材の入側又は出側）で圧縮応力が現
れ、その力は非対向側端で最大となる。他方、ハ
ウジングポスト５の対向側には引張応力が現わ
れ、その力は対向側端で最大となる。そして、曲
げ応力の中立軸線ａ上では、圧縮応力及び引張応
力の影響を全く受けることはない。本実施例にお
いて、歪計８の設置をハウジングポスト５の外側
面における中心線（曲げ応力の中立軸線）ａ上の
位置に定めたのは、上記の如き曲げ応力の影響を
受けることなく、圧延荷重による応力のみを正確
に検出しようとすることによる。また、本発明者
らが、ハウジングポスト５の各部で、歪計による
圧延荷重の測定実験を重ねた結果、上記の位置ｃ
が第１図乃至第３図に示す摩擦による力の分路
Fcの悪影響を、最も受けにくい位置であること
もわかつた。 第８図は、上記歪計８を用いて疑似信号を入力
してAGCを行つた場合の圧下応答を示すもので
ある。この図からもわかるように、上記歪計８の
測定値をAGCの制御因子の１つとする圧延制御
方法であれば、理想的なロール圧下位置の変動、
すなわち理想的な圧下応答（破線）にロール偏心
の影響が加味された程度の、良好な圧下応答が得
られる。また第９図の図ａ及び図ｂは、従来のロ
ードセル１による制御方法と、本実施例の歪計８
による制御方法とを、疑似入側厚変動ΔHを入力
して圧下応答テストを行い、疑似出側厚変動Δh
と圧下移動量（ロール開度変化）ΔSを求めて比
較したものである。この結果をみても明らかなよ
うに、同図の図ｂに示す本実施例の制御方法によ
る場合の圧下移動量ΔSは、ロール偏心の影響が
加味されただけの良好なものであるが、同図の図
ａに示す従来の制御方法による場合の圧下移動量
ΔSは、ロール偏心以外の他の影響（ミル剛性に
おけるヒステリシス現象等）を受けて、その波形
が乱れていることがわかる。 更に第１０図の図ａ及び図ｂは、被圧延材をト
ツプからボトムまで１パスで実圧延した場合の、
ロール圧下位置偏差と圧延荷重とを、従来のロー
ドセル１で測定し制御した方法と、本実施例の歪
計８で測定し制御した方法とを比較したものであ
る。この実圧延の場合も、従来の制御方法では、
ロール圧下位置偏差と圧延荷重の変動が激しく、
本実施例の制御方法では安定していることが明ら
かである。
以上説明したように本発明は、AGCを行う圧
延機において、ハウジングポストの外側面に設置
され、その設置位置は、圧延荷重による曲げ応力
の中立軸線が通り、且つパスラインと同じ高さに
あり、しかも摩擦による力の分路から外れた位置
に設置した歪計で、制御因子の１つである圧延荷
重を正確に測定し、該測定値に基づいて圧延機の
制御を行うようにしたから、ミル剛性におけるヒ
ステリシス現象やハウジングポストにおける曲げ
応力の影響を受けない圧延制御となり、その精度
に優れたものが得られる。しかもこのような効果
は、圧延機の構造に大きな改造を施すことなしに
奏し得るものである。
延機において、ハウジングポストの外側面に設置
され、その設置位置は、圧延荷重による曲げ応力
の中立軸線が通り、且つパスラインと同じ高さに
あり、しかも摩擦による力の分路から外れた位置
に設置した歪計で、制御因子の１つである圧延荷
重を正確に測定し、該測定値に基づいて圧延機の
制御を行うようにしたから、ミル剛性におけるヒ
ステリシス現象やハウジングポストにおける曲げ
応力の影響を受けない圧延制御となり、その精度
に優れたものが得られる。しかもこのような効果
は、圧延機の構造に大きな改造を施すことなしに
奏し得るものである。
第１図乃至第３図は、従来の圧延機におけるロ
ードセルの配置とハウジングに発生する力の分路
を示す圧延機の側面図、第４図はミル剛性曲線に
おけるヒステリシスを示す図面、第５図の図ａ及
び図ｂは夫々電動圧下と油圧圧下の場合の従来圧
延機における圧下応答を示す図面、第６図は本発
明に係る歪計の設置位置を示す圧延機の側面図、
第７図は第６図のＸ−Ｘ線断面図、第８図は本発
明方法における圧下応答を示す図面、第９図は疑
似信号による従来のAGCと本発明のAGCにおけ
る各特性図、第１０図は実圧延による従来の
AGCと本発明のAGCにおける各特性図である。 ５……ハウジングポスト、８……歪計、ａ……
ハウジングポスト中心線（曲げ応力の中立軸線）、
ｂ……パスライン、Pc……圧延荷重による力の
分路、Fc……摩擦による力の分路。
ードセルの配置とハウジングに発生する力の分路
を示す圧延機の側面図、第４図はミル剛性曲線に
おけるヒステリシスを示す図面、第５図の図ａ及
び図ｂは夫々電動圧下と油圧圧下の場合の従来圧
延機における圧下応答を示す図面、第６図は本発
明に係る歪計の設置位置を示す圧延機の側面図、
第７図は第６図のＸ−Ｘ線断面図、第８図は本発
明方法における圧下応答を示す図面、第９図は疑
似信号による従来のAGCと本発明のAGCにおけ
る各特性図、第１０図は実圧延による従来の
AGCと本発明のAGCにおける各特性図である。 ５……ハウジングポスト、８……歪計、ａ……
ハウジングポスト中心線（曲げ応力の中立軸線）、
ｂ……パスライン、Pc……圧延荷重による力の
分路、Fc……摩擦による力の分路。
Claims (1)
- １ 圧延荷重、ロール圧下位置、圧延機出側にお
ける被圧延材板厚等を制御因子とする自動板厚制
御において、圧延機におけるハウジングポストの
四周面のうちパスラインと平行な外側面にあつ
て、パスラインと実質的に同じ高さで且つ圧延荷
重の負荷によつてハウジングポストに作用する曲
げ応力の中立軸線が通る位置に歪計を設置し、該
歪計によつて求められる圧延荷重値を制御因子の
１つとして自動板厚制御を行うことを特徴とする
圧延機の制御方法。
Priority Applications (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP56119569A JPS5820313A (ja) | 1981-07-29 | 1981-07-29 | 圧延機の制御方法 |
Applications Claiming Priority (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP56119569A JPS5820313A (ja) | 1981-07-29 | 1981-07-29 | 圧延機の制御方法 |
Publications (2)
| Publication Number | Publication Date |
|---|---|
| JPS5820313A JPS5820313A (ja) | 1983-02-05 |
| JPS6333923B2 true JPS6333923B2 (ja) | 1988-07-07 |
Family
ID=14764582
Family Applications (1)
| Application Number | Title | Priority Date | Filing Date |
|---|---|---|---|
| JP56119569A Granted JPS5820313A (ja) | 1981-07-29 | 1981-07-29 | 圧延機の制御方法 |
Country Status (1)
| Country | Link |
|---|---|
| JP (1) | JPS5820313A (ja) |
Families Citing this family (2)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| DE3341225A1 (de) * | 1983-11-14 | 1985-05-30 | Klöckner-Humboldt-Deutz AG, 5000 Köln | Kegelbrecher |
| KR100530468B1 (ko) * | 2001-12-22 | 2005-11-23 | 재단법인 포항산업과학연구원 | 압연기의 밀상수 히스테리시스 발생부위 진단방법 |
Family Cites Families (2)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| JPS5183040A (ja) * | 1975-01-17 | 1976-07-21 | Hitachi Ltd | |
| JPS5191859A (ja) * | 1975-02-10 | 1976-08-12 | Atsuenki |
-
1981
- 1981-07-29 JP JP56119569A patent/JPS5820313A/ja active Granted
Also Published As
| Publication number | Publication date |
|---|---|
| JPS5820313A (ja) | 1983-02-05 |
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